高填方重力式擋土墻的離心機(jī)試驗(yàn)研究

景興杰， 閆世杰， 劉飛成， 何 夢(mèng)

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 四川成都 610031； 2. 鄭州中核巖土工程有限公司 河南鄭州 450003)

擋土墻土壓力的計(jì)算是一個(gè)經(jīng)典而復(fù)雜的土力學(xué)問(wèn)題，其涉及到墻后土體、墻身及地基三者的共同作用。土壓力不僅與墻身幾何尺寸、墻背粗糙程度及填土物理力學(xué)性質(zhì)、填土面形狀及超載有關(guān)，還與墻本身及地基土的剛度、填土施工方法等有關(guān)。故精確的土壓力計(jì)算方法不僅應(yīng)考慮三者的耦合作用，更應(yīng)視其為一空間問(wèn)題[1]。但通常情況下因擋土墻長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于其高度，故工程中一般將土壓力計(jì)算按平面問(wèn)題處理。經(jīng)典的庫(kù)侖和朗金土壓力理論，因其計(jì)算簡(jiǎn)單和力學(xué)概念明確，一直為工程設(shè)計(jì)所采用。土壓力理論研究中的另一重點(diǎn)是其沿?fù)鯄Ρ车姆植紗?wèn)題[2]。近年來(lái)國(guó)內(nèi)外擋土墻土壓力實(shí)測(cè)結(jié)果均表明，墻背土壓力的實(shí)際分布與墻體位移模式、墻后填土性質(zhì)等密切相關(guān)，如擋墻繞墻頂與繞墻趾轉(zhuǎn)動(dòng)兩種情況時(shí)的土壓力分布就截然不同[3-4]，故其設(shè)計(jì)計(jì)算需引起重視，不能簡(jiǎn)單套用傳統(tǒng)的分布模式。

重力式擋墻因其結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，材料獲取方便的特點(diǎn)，成為了應(yīng)用最為廣泛的一種支擋結(jié)構(gòu)。墻背土壓力分布的影響因素較多，且目前研究主要集中在墻背填土不高的情況，而對(duì)于高填方路堤式擋墻，特別是墻頂以上填土高度較大的情況，利用莫爾應(yīng)力圓計(jì)算得到的填方土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角值將偏高，導(dǎo)致填方產(chǎn)生的作用于支擋結(jié)構(gòu)墻背的土壓力計(jì)算值偏低。此外，由于上述原因?qū)е略趽鯄Ρ澈筇钔羶?nèi)部的破裂面形狀可能與庫(kù)侖理論采用的破裂面形狀不同，墻背土壓力分布與庫(kù)侖土壓力理論存在差異[5-6]，因此，這勢(shì)必會(huì)給正確確定墻背土壓力帶來(lái)困難，也會(huì)引起擋墻安全設(shè)計(jì)、經(jīng)濟(jì)設(shè)計(jì)等諸多問(wèn)題。基于此，本文針對(duì)高填方路堤式重力式擋土墻墻背土壓力分布、位移模式等重要問(wèn)題開展了離心模型試驗(yàn)，通過(guò)離心加速度來(lái)彌補(bǔ)模型縮尺帶來(lái)的誤差，從而更為準(zhǔn)確地模擬擋土墻的墻背受力以及位移規(guī)律。

1 離心機(jī)模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)內(nèi)容

根據(jù)是否加筋設(shè)置了兩組重力式擋土墻離心機(jī)試驗(yàn)。

試驗(yàn)原型是根據(jù)目前TB 10025-2006《鐵路路基支擋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中規(guī)定的最大高度12 m確定[7]，原型尺寸為墻高12 m，上頂面尺寸為2 m×20 m，下底面尺寸為4 m×20 m的重力式擋土墻，墻后填土高度為8 m，坡率為1∶1。模型尺寸為墻高240 mm，上頂面尺寸為40 mm×400 mm，下底面尺寸為80 mm×400 mm的重力式擋土墻，墻后填土高度為160 mm，坡率為1∶1。試驗(yàn)1中墻后填土不加筋；試驗(yàn)2中在墻后填土設(shè)置加筋帶，根據(jù)等應(yīng)變相似原理確定模型中加筋帶(玻璃纖維)的布置間距為0.05 m。

1.2 試驗(yàn)設(shè)備、材料及模型

本次試驗(yàn)于西南交通大學(xué)土工離心機(jī)試驗(yàn)室完成。根據(jù)本試驗(yàn)實(shí)體尺寸數(shù)據(jù)和安放測(cè)試元件等方面的考慮，試驗(yàn)采用的模型箱自重218.7 kg，尺寸為600 mm×400 mm×400 mm。墻后填土采用粉細(xì)砂，擋土墻采用水泥砂漿澆筑，墻背豎直，經(jīng)計(jì)算滿足強(qiáng)度要求。模型填料通過(guò)使用粉細(xì)砂模擬原狀土。原狀土為土石比為2∶8(強(qiáng)風(fēng)化下石灰?guī)r碎屑的最大粒徑不超過(guò)20 cm)的碎石土；模型填料考慮粒徑效應(yīng)的影響，使用級(jí)配為Cu>5,Cc>1，粒徑為0.5～1 mm的粉細(xì)砂模擬。在進(jìn)行離心機(jī)試驗(yàn)前使用三軸儀對(duì)模型填料進(jìn)行三軸試驗(yàn)測(cè)定其粘聚力和內(nèi)摩擦角，并使用直剪裝置測(cè)定模型填料的剪切強(qiáng)度。加筋材料為高韌聚酯有紡?fù)凉げ迹瑑傻烙屑復(fù)凉げ贾g設(shè)計(jì)厚度為500 mm。離心機(jī)試驗(yàn)中通過(guò)等應(yīng)變法進(jìn)行加筋模擬，模型中采用玻璃纖維，兩層玻璃纖維間距為5 cm。

1.3 主要試驗(yàn)步驟

(1)澆筑模型擋墻并灑水養(yǎng)護(hù)28 d達(dá)到其設(shè)計(jì)強(qiáng)度；清理模型箱內(nèi)部并涂抹凡士林；按5 cm分層填筑夯實(shí)填土，在預(yù)定位置埋入傳感器，土壓力盒埋設(shè)方式如圖1所示。

(2)安置模型箱，連接數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，按表1進(jìn)行加載并記錄試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

(3)觀察模型變形并拆除模型，清理試驗(yàn)場(chǎng)地。

圖1 土壓力盒布置

表1 離心模型試驗(yàn)加載過(guò)程

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 土壓力分布分析

2.1.1 無(wú)加筋情況下土壓力分布

第一組試驗(yàn)進(jìn)行填土內(nèi)無(wú)加筋情況下的模擬。圖2是擋土墻模型在分級(jí)加載的情況下，墻后土壓力沿深度分布情況。

圖2 試驗(yàn)1墻背土壓力分布

試驗(yàn)時(shí)，作用在擋土墻上的荷載是分級(jí)加載的，通過(guò)控制離心機(jī)的加速度來(lái)控制每一級(jí)荷載。由圖2可以看出土壓力隨深度的變化并不是線性的。水平土壓力分布大體上表現(xiàn)出自墻頂向下表現(xiàn)出減小然后增大再減小的分布模式。土壓力的分布沿墻背大致可以分為兩個(gè)部分：

(1)在擋土墻的上部(0.6倍墻高以上)土壓力隨加速度增加變化較小，并呈現(xiàn)處沿高度向下減小的分布形式。

(2)在擋土墻的下部(0.6倍墻高以下)，在10g的加載工況下?lián)跬翂Ρ惩翂毫υ?.61倍墻高到達(dá)最小值，然后沿墻背向下開始增大，最大值出現(xiàn)在擋土墻的底部；在50g、70g和90g的加載工況下墻背土壓力自0.6倍墻高處開始迅速增加，最大值出現(xiàn)在0.37倍墻高處，峰值點(diǎn)以下土壓力開始快速下降直至墻底。

在10g、50g、70g、90g情況下的墻后土壓力和庫(kù)侖土壓力分布圖如圖3～圖6所示。

圖3 10g情況下墻后土壓力和庫(kù)侖土壓力分布

圖4 50g情況下墻后土壓力和庫(kù)侖土壓力分布

圖5 70g情況下墻后土壓力和庫(kù)侖土壓力分布

由于模型填土面大于普通庫(kù)侖公式的計(jì)算范圍，所以將填土面考慮成水平，墻頂上的填土考慮成均布荷載，在不同加速度下，庫(kù)侖土壓力自擋土墻頂部向下均為直線分布，最大值位于擋土墻的底部。

在10g加速度情況下，實(shí)測(cè)土壓力總體上呈“R”型分布，實(shí)測(cè)土壓力最小值在0.61倍墻高處，最大值出現(xiàn)在擋土墻的底部。在50g、70g、90g加速度情況下，實(shí)測(cè)土壓力總體上呈“b”型分布，擋土墻上部土壓力較小，變化幅度也較小；擋土墻中下部土壓力較大，變化幅度也較大。擋土墻上部實(shí)測(cè)土壓力普遍小于庫(kù)侖土壓力的值，實(shí)測(cè)土壓力在0.61倍墻高到達(dá)最小值，然后沿墻背向下開始增大增長(zhǎng)速度大于Coulomb土壓力的增大速率，最大值出現(xiàn)在0.37倍墻高處。

計(jì)算得到實(shí)測(cè)土壓力合力、合力矩以及按庫(kù)侖土壓力計(jì)算得到的土壓力合力、合力矩，對(duì)比如表2所示。

表2 實(shí)測(cè)土壓力與庫(kù)侖土壓力計(jì)算值比較

隨著加速度的增大，實(shí)測(cè)土壓力合力由與庫(kù)侖土壓力計(jì)算值的比值逐漸減小，在50g條件下比值約為1。所以，在實(shí)際應(yīng)用中采用庫(kù)侖土壓力計(jì)算值是較為保守的。

從圖7可以看出，土壓力合力作用點(diǎn)隨加速度的增加呈增加的趨勢(shì)，在50g后合力作用點(diǎn)的位置基本穩(wěn)定在0.31倍墻高處，之后合力作用點(diǎn)微小增長(zhǎng)。產(chǎn)生這種變化的原因可能是由于：

(1)在50g后擋土墻的水平位移增量減小；

(2)擋土墻水平位移分量和轉(zhuǎn)動(dòng)位移分量的占比趨于穩(wěn)定，使得擋土墻合力作用點(diǎn)的位置趨于穩(wěn)定。

圖7 實(shí)測(cè)土壓力合力作用點(diǎn)

2.1.2 加筋情況下土壓力分布

第二組試驗(yàn)進(jìn)行填土內(nèi)加筋情況下的模擬。圖8是擋土墻模型在分級(jí)加載的情況下，墻后土壓力沿深度分布圖?？梢钥闯?，加筋和不加筋情況下的土壓力分布規(guī)律大致是一致的，均呈現(xiàn)先減小再增大再減小的趨勢(shì)，但加筋的情況下，土壓力的最大值僅約為不加筋時(shí)最大值的1/3。

圖8 試驗(yàn)2墻背土壓力分布

由圖9～圖12中試驗(yàn)1與試驗(yàn)2各加速度情況下的土壓力對(duì)比可以看出，試驗(yàn)測(cè)得的墻背水平土壓力大小在加筋和不加筋情況下有較大不同。兩組試驗(yàn)墻背上部土壓力較為接近，變化量較??；在擋土墻中下部土壓力分布產(chǎn)生較大差異，加筋情況下土壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于不加筋情況下，見(jiàn)表3。

圖9 10g工況下試驗(yàn)1與試驗(yàn)2墻背土壓力對(duì)比

圖10 50g工況下試驗(yàn)1與試驗(yàn)2墻背土壓力對(duì)比

圖11 70g工況下試驗(yàn)1與試驗(yàn)2墻背土壓力對(duì)比

圖12 90g工況下試驗(yàn)1與試驗(yàn)2墻背土壓力對(duì)比

通過(guò)兩組對(duì)比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，墻后填土內(nèi)部加筋對(duì)土壓力分布規(guī)律影響不明顯，但可以大大減小擋土墻墻背的水平土壓力。在擋土墻的上部水平土壓力的值較小，變化也較??；在擋土墻的中下部，墻背土壓力沿墻身向下，土壓力呈先減小再增大的趨勢(shì)，不加筋時(shí)的水平土壓力遠(yuǎn)大于加筋時(shí)的水平土壓力。

2.2 擋土墻位移分析

為研究擋土墻的位移模式，在擋土墻上部布置了兩個(gè)差動(dòng)式位移計(jì)測(cè)定擋土墻的水平和豎向位移。d1位移計(jì)測(cè)定重力式擋土墻頂部的豎向位移，布置在重力式擋土墻頂面的中心；d2位移計(jì)測(cè)定重力式擋土墻頂部的水平位移，布置在重力式擋土墻頂面的中心，位移計(jì)使用角鋼鋼架進(jìn)行固定。

表 3 試驗(yàn)1和試驗(yàn)2合力對(duì)比

擋土墻的墻頂橫向位移如圖13所示，離心加速度增大，擋土墻墻頂位移也隨之增加。在不加筋的情況下，擋土墻頂部在10g工況下就已經(jīng)有0.5 mm的橫向位移，相比之下，加筋情況下?lián)跬翂Φ捻敹宋灰苾H有0.05 mm；在50g工況下，不加筋情況擋土墻位移已經(jīng)達(dá)到1.2 mm(擋土墻墻高的5 ‰)，即認(rèn)定其墻后土體達(dá)到主動(dòng)狀態(tài)，墻后土體加筋的情況下，其墻頂?shù)乃轿灰苾H有0.54 mm；在70g工況下，填土不加筋的擋土墻墻頂?shù)乃轿灰茷?.36 mm，而填土加筋的擋土墻墻頂橫向位移為0.94 mm；在90g工況下，填土不加筋的擋土墻墻頂?shù)乃轿灰茷?.52 mm，而填土加筋的擋土墻墻頂橫向位移為1.14 mm。由圖13可見(jiàn)，在擋土墻墻后土體內(nèi)加筋可有效減小擋土墻墻頂?shù)乃轿灰?，在達(dá)到主動(dòng)狀態(tài)前，擋土墻位移增大值較大，主動(dòng)狀態(tài)后擋土墻墻頂水平位移變化量減小。

圖13 擋土墻墻頂橫向位移變化

在墻后填土內(nèi)加筋，依靠加筋材料與填土間的摩擦力，使土的水平層間力由加筋材料承擔(dān)，從而減小了作用在擋土墻上的土壓力。擋土墻上的土壓力減小使得試驗(yàn)2擋土墻墻頂?shù)奈灰菩∮谠囼?yàn)1擋土墻墻頂?shù)奈灰?。?dāng)墻后土體達(dá)到主動(dòng)狀態(tài)后，擋土墻墻頂?shù)奈灰屏匡@著減小，是由于擋土墻墻后土體達(dá)到主動(dòng)狀態(tài)，其位移量已經(jīng)很大，其墻后土壓力難以增大，所以再增加加速度，其位移增速放緩，小于主動(dòng)態(tài)前的位移增速。

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)高填方重力式擋土墻開展離心模型研究，得到如下結(jié)論：

(1)對(duì)墻后填土內(nèi)部加筋可以明顯減小墻背土壓力。

(2)重力式擋土墻墻背土壓力大體呈現(xiàn)“b”型分布，常規(guī)庫(kù)侖土壓力公式不適用于高填方重力式擋土墻的墻背土壓力計(jì)算。

(3)通過(guò)將高填方墻背填土考慮為填土面水平情況下受到上覆填土均勻荷載條件得到：未加筋情況下，計(jì)算得到的墻背土壓力更貼近于試驗(yàn)測(cè)得的土壓力合力，但得到的合力作用點(diǎn)約為0.4倍墻高，而實(shí)測(cè)合力作用點(diǎn)約為0.3倍墻高；加筋情況下，計(jì)算得到的力作用點(diǎn)約為0.4倍墻高，實(shí)測(cè)合力作用點(diǎn)約為0.45倍墻高。

(4)加筋材料可以明顯改善墻后填土的整體穩(wěn)定性，具體表現(xiàn)為：①當(dāng)填土高度較低時(shí)，墻后填土僅在邊坡坡面出現(xiàn)表層土滑移現(xiàn)象，并未出現(xiàn)從墻趾延伸至填土表面的滑移面；②當(dāng)填土高度較高時(shí)，墻后填土僅在邊坡坡面出現(xiàn)淺層土滑移現(xiàn)象，出現(xiàn)從墻趾延伸至填土表面的潛在滑移面。